ISSN 1000-6869 CN 11-1931/TU
针对预制装配式剪力墙结构，提出了内置空心管的混凝土填充墙与实体剪力墙墙肢一同浇筑生产、安装施工的预制一体化剪力墙结构。通过5个外形尺寸、墙肢和连梁配筋相同的混凝土双肢剪力墙的拟静力试验，探究了无填充、砌块砌体填充和一体化整体填充的剪力墙抗震性能，总结了这三类墙体的破坏形态、受力特点、承载与变形能力、刚度、延性和耗能能力的特点。试验结果表明：预制一体化剪力墙在水平往复荷载作用下发生弯剪破坏，相比于无填充墙试件和砌体填充试件，其抗侧刚度和受剪承载力有明显提高，同时具有良好的抗震性能。最后，基于OpenSEES平台对拟静力试验结果进行了有限元验证，得到了吻合程度较好的滞回曲线、骨架曲线及墙肢纵筋应变；根据试验结果与有限元分析，提出了预制一体化混凝土剪力墙结构合理的填充墙构造方案。
为研究钢管高强混凝土剪力墙的轴压承载力，进一步了解钢管间混凝土的体积配箍率对其轴压承载力和变形的影响，完成了18个钢管高强混凝土剪力墙试件的轴压试验，研究了试件轴心受压的破坏形态、受力机制、承载力及变形能力。试验结果表明：随着钢管间混凝土体积配箍率的提高，混凝土的受压极限应变提高，钢管对管中混凝土的套箍效应得到更好的发挥，使试件的承载力和变形能力相应提高。采用有限元软件ABAQUS对钢管高强混凝土剪力墙轴压性能进行非线性分析，结果与试验结果相符。根据对试验结果的统计分析和有限元分析的结果，提出了钢管高强混凝土剪力墙轴心受压承载力计算式，计算结果与试验结果吻合较好。
在传统外加强环节点的基础上，提出一种T形截面钢管混凝土柱-钢筋混凝土梁加强环筋节点。以牛腿长度、环筋直径和环筋设置方式为主要参数，设计了7个节点试件，并通过静力和拟静力试验，探讨了试件的破坏特征、受力和抗震性能。研究结果表明：设置环筋的试件表现出典型混凝土梁端塑性铰破坏，未设置环筋的试件破坏源于牛腿翼缘与管壁间焊缝撕裂，呈脆性破坏；屈服前梁端纵筋承担了绝大部分弯矩，并通过环筋和牛腿实现了弯矩和剪力在梁柱间的可靠传递；带环筋试件滞回曲线呈饱满的弓形，而无环筋试件滞回环捏拢严重，呈耗能能力很差的Z形；各试件承载力退化趋势基本一致，且均出现明显刚度退化，具有相似的割线变化规律；节点域剪切变形对结构变形的影响几乎可以忽略不计；加大牛腿长度能显著提高节点初始刚度与极限荷载，小直径环筋在往复荷载作用下能够达到屈服，减少节点域环筋数量虽对初始刚度及耗能性能影响较小，但承载力却出现了一定幅度的降低。钢管混凝土组合柱钢筋混凝土梁加强环筋节点抗震性能良好，能够实现“强节点弱构件”的抗震设计目的。
提出了一种节点区柱钢管非连续的钢管混凝土柱-钢筋混凝土梁节点形式，通过5个试件的低周反复荷载试验，研究其受力性能。试验结果表明，随着相对配筋系数（节点体积配筋率与梁配筋率的比值）和节点截面面积增大系数（节点区横截面面积与柱截面面积的比值）的减小，破坏区域由框架梁根部向节点区转移，出现了3种不同的破坏形态。梁端受弯破坏的试件，其滞回曲线较为饱满，捏缩现象较轻，试件破坏时节点剪切变形较小；节点区剪切破坏的试件，其滞回曲线捏缩现象较为严重，节点剪应力在达到峰值之后迅速下降，延性较差；兼梁端受弯及节点区破坏形态的试件，其受力性能介于上述两者之间。研究表明，通过合理设计，该钢管混凝土柱钢筋混凝土梁节点在低周反复荷载作用下的受力性能良好，可应用于工程实践。
为了解轴压比和纵向构造钢筋对配置大间距高强纵筋柱的抗震性能的影响，对6个配置.jpg){kind=small}
40大间距高强纵筋和1个普通配筋钢筋混凝土柱进行了低周反复加载试验。试验结果表明：当试验轴压比介于0.13~0.21时，与纵筋沿截面周边均匀配置的普通柱相比，仅在截面4个角部配置.jpg){kind=small}
40受力纵筋的混凝土柱，其水平荷载-位移滞回曲线的饱满度和耗能能力略低，屈服荷载和峰值荷载与普通配筋柱相当；轴压比0.20~0.21的试件的极限荷载较高，但延性差；由于受力纵筋直径较大，采用40纵筋的试件在试验轴压比范围内都会出现沿纵筋开展的黏结滑移裂缝；配置在柱根截面截断的纵向构造钢筋会在柱根形成受力薄弱面，对滞回性能和耗能能力略有影响。研究结果表明配置大间距高强纵筋柱的承载力可采用GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》中相关公式进行计算。
为了改善小跨高比连梁的抗震性能，采用纤维增强混凝土（FRC）替代连梁中的普通混凝土，考虑跨高比、箍筋间距和FRC强度等因素的影响，设计了7个小跨高比FRC连梁试件和1个普通混凝土连梁对比试件。通过拟静力试验，观察连梁试件在低周反复荷载作用下的破坏过程和形态，研究其滞回特性、变形能力、耗能能力及刚度退化等。结果表明：8个小跨高比连梁试件发生了剪切破坏或弯曲剪切破坏；跨高比和配筋相同的FRC连梁的受剪承载力和位移延性系数比普通混凝土连梁分别提高了9.71%和24.31%，达到破坏荷载时的累积耗能是普通混凝土连梁的1.5倍，采用FRC可提高连梁的承载能力、延性和耗能能力；随着跨高比增大和箍筋数量的增加，连梁的变形和耗能能力提高。基于试验结果和受剪机制分析，提出了小跨高比连梁的受剪承载力计算式，其计算值与试验值吻合较好。
混凝土柱托换节点的梁柱新旧混凝土界面是托换节点受力的关键部位。为提高梁柱界面的承载能力，提出预应力托换节点，通过高强螺栓在梁柱新旧混凝土界面上施加预应力以提高界面的受力性能。进行了10个四面包裹式预应力托换节点及1个对比试件的试验研究，结果表明：托换节点界面承载力随预加应力的增大而增大，基本呈正线性相关；在托换节点的两个方向同时施加预应力将会使托换节点的受力更加合理，其承载力较预应力单方向施加的提高约20%；根据试验结果提出了预应力托换节点的界面承载力计算式，供工程设计参考。
混凝土结构在动力作用下的非线性行为受加载速率的影响较大。为了研究混凝土在动力作用下应变率效应以及这种效应对随机性的影响，进行了强度等级为C30~C60的普通混凝土棱柱体试件在8个不同应变速率（10-5/s~10-1/s）下的单轴受压应力应变全过程大样本试验研究（共418个）。试验采用MTS815力学性能试验系统，针对每一工况，对同强度同批浇筑的约16个试件进行相同应变速率的加载。试验获得了不同强度、不同加载速率下混凝土的单轴受压应力均值应变曲线和应力标准差应变曲线、峰值应力和峰值应变的统计特征值。研究结果表明：加载速率对混凝土的单轴受压应力均值应变曲线的影响最为明显，对混凝土的单轴受压应力标准差应变曲线、峰值应力标准差、峰值应变均值和标准差的影响均不明显。
为了剔除混凝土离散性的影响，利用电液伺服试验系统对同一钢筋混凝土柱进行不同加载速率下的往复加载试验。试验采用位移控制的加载模式，加载速率分别为0.2、40 mm/s。试验结果表明：构件的承载能力、刚度退化、承载力退化和累积耗能等力学性能均与加载速率直接相关。在加载速率为40 mm/s条件下，构件的承载能力、累积耗能均有提高，随着加载幅值的增加，加载速率的影响逐渐降低。刚度退化、承载力退化在快速加载条件下更为显著，随着加载速率的增加，软化台阶缩短，损伤进程加剧，构件延性降低，变形能力下降。在双向加载条件下，两个加载方向的耦联作用加速了构件的破坏进程，混凝土的开裂、钢筋屈服、混凝土脱落、纵筋屈曲均发生在更低的位移水平范围内，随着加载速率的提高，两水平加载方向的耦联作用进一步增强，构件变形能力明显降低。
以南海荣耀国际金融中心为工程背景，对塔楼的12、23、35层、主屋面(169.75m)及塔顶(179.50m)楼层的外框架柱与核心筒进行设点观测。基于观测结果，得到从结构施工到结构封顶258 d后外框架柱与核心筒的竖向变形差，并对观测数据进行曲线拟合分析，预测出结构封顶2年后相对观测点的竖向变形差。利用有限元程序SATWE分析外框架柱与核心筒的竖向弹性变形差。考虑混凝土收缩徐变以及竖向构件含钢率的影响，利用有限元软件MIDAS/GEN的CEB－FIP 1990模型进行施工模拟，分析从结构施工至结构封顶2年后外框架柱与核心筒的竖向变形差；通过对比实测数据与有限元模拟数据,分析由竖向构件变形引起的框架梁端的附加弯矩可调幅度。结果表明：对于超高层框架核心筒结构，考虑了混凝土徐变和收缩的实测变形差比弹性计算变形差小约70%，即由竖向构件变形差引起的连接处框架梁端的附加弯矩值比有限元的模拟值小很多。研究认为，DBJ 15-92—2013《高层建筑混凝土结构技术规程》第5.2.4条中，对高层建筑结构中框架梁附加弯矩的调整幅度上限值可提高到40%。
近年来城市地铁发展迅猛，其周边建筑空间的开发迅速增加，但地铁列车高速运行对周边环境稳定性要求很高，故对地铁周边新建建筑进行设计施工要求较为严苛，因此需要考虑新建建筑桩基础与既有地铁隧道相互影响。针对该问题，总结了桩基础施工对既有隧道的影响、桩基础在荷载作用下对既有隧道的影响和既有隧道对新建桩基础承载力的影响等3个方面的研究现状、工程案例及试验。同时给出了国内外不同地区隧道变形保护要求。分析发现：桩基础施工过程中不同的施工工艺对既有隧道的影响显著不同；荷载作用下桩基础对既有隧道影响理论算法及试验研究有待加强；既有隧道对新建桩基础承载力的影响较小，但仍需更多的试验和工程来验证；群桩基础对既有隧道影响问题的计算以及更加详细安全的指导、评估方法亟待完善。
为研究核心单元开孔对屈曲约束支撑减震性能的影响，检测端部套箍对抑制支撑端部变形的有效性，设计了4个不同开孔形式的开孔钢板装配式屈曲约束支撑试件，进行低周反复加载试验和受力性能分析。研究结果表明：4个试件的滞回性能稳定、滞回曲线饱满、耗能能力强；拉、压不均匀系数最大为1 25，拉、压承载力对称性良好；累积塑性变形能力参数均能达到1 300以上，说明试件具有较好的累积塑性变形能力；试件的各项疲劳性能指标均满足JGJ 297—2013《建筑消能减震技术规程》的要求；端部套箍能够限制支撑端部变形；核心单元开孔后能使支撑较早进入塑性耗能阶段，降低核心单元与外约束单元之间的摩擦力，增加屈曲约束支撑的累积塑性变形能力。
针对隔震建筑和桥梁结构对限位器的需求，提出了一种锰钢U形限位器，依据限位器平直段臂长、半圆弧段半径、钢板厚度以及宽度的不同，设计了68种限位器，进行了静力加载试验。试验结果表明，对于钢板厚度与半圆弧直径比值大于0.05的限位器，进入屈服后可能发生断裂，设计限位器时应对该比值进行控制。参照限位器弹性阶段计算公式的形式，针对式中各参量的指数和系数进行多元非线性回归分析，给出了限位器的屈服荷载、弹性变形限值和弹性刚度的计算式；根据限位器屈服以后的刚度变形曲线，通过指数回归，给出了限位器在塑性阶段的割线刚度计算式，并给出了其适用范围。根据弹性刚度和塑性割线刚度，给出了限位器的荷载变形关系式，该公式计算曲线与试验曲线吻合较好。
对高柔结构受地震动水平-摇摆作用的地震响应问题进行了试验和理论研究。推导了地震动水平-摇摆耦合作用下高柔结构的动力方程，将基础转角位移产生的附加P-Δ 效应以等效水平侧向力的形式添加在动力方程的激励项中。基于水平和竖向单摆式地震仪对地震动摇摆分量灵敏度不同的原理，采用小波分析，从未修正地震动水平分量中获取了摇摆分量。以一电视塔结构为原型，进行了地震动水平、摇摆和地震动水平摇摆耦合作用下高柔结构的缩尺模型振动台试验，并与理论分析结果进行对比研究。结果表明：振动台试验结果与推导的动力方程理论分析结果基本吻合，验证了理论分析的正确性；由基础转角位移产生的附加P-Δ 效应不仅会增大高柔结构的动力效应，而且会导致高柔结构产生显著的非对称位移，从而使得结构的水平位移大幅增加，在实际的抗震设计计算中应予以重视。
不同的施工工艺对平面内外均搭接的圆钢管(CHS) 空间KK型节点的静力性能会产生影响，为确定这种影响的大小，根据内隐蔽区焊接方式及插板布置方式的差异，共完成了9个节点静力试验，其中5个试件主要考察内隐蔽焊缝焊接方式的影响（未设置插板），2个试件设置插入弦杆的纵向插板以规避平面外搭接内隐蔽区焊缝，2个试件设置纵横向插板以规避所有内隐蔽区焊缝。通过试验考察了各空间搭接节点的受力性能和破坏模式，对比了内隐蔽区是否焊接、纵向插板是否插入弦杆，以及横向插板等对节点性能的影响。结果表明，内隐蔽区是否焊接对节点的应力分布有一定影响，但对节点承载力的影响较小；不插入弦杆的纵向插板在规避平面外搭接内隐蔽区焊缝的同时使节点承载力略有提高；插入弦杆的纵向插板对节点整体性能的加强作用显著，但同时降低了节点的延性；横向插板对节点性能的影响很小。采用经试验验证的有限元模型分析了内隐蔽区是否焊接及纵向插板对具有不同几何参数的节点承载力的影响，并综合试验分析结果给出了设计此类节点的建议。
以青海佑宁750kV变电站塔架的复杂节点为背景，对两类空间多支管梁、柱节点进行了静力加载试验和非线性有限元分析。试验中采用足尺模型，试验装置为具有足够刚度的自平衡框架，制作梁、柱节点试件各2个，采用主动与被动加载相结合的试验加载方案。试验得到了节点的破坏模式、荷载位移曲线、荷载应变曲线及受力特性。在此基础上，建立了复杂节点的非线性有限元模型，并对节点的承载性能进行了分析。结果表明：主管部分属于节点的薄弱部位，两类节点都发生了主管凹曲变形破坏，且未出现支管和焊缝的破坏；另外，梁节点两试件出现了支管插板及其加劲板的受压弯曲破坏；加载至设计荷载值时，两类节点所有测点基本处于线弹性工作状态，且节点承载力富余较大，表明节点设计较安全。参数分析表明，主管径厚比 γ 对节点承载力影响显著，支主管直径比β2及厚度比 τ2对节点承载力具有一定影响；梁节点中，γ较小时，β7对节点承载力影响较大；β4、τ4、β5节点板与主管厚度比τJ及插板与主管厚度比τc对各自节点承载力基本无影响。
为了研究多高层装配式钢框架结构体系方钢管柱采用钢板攻丝高强螺栓法兰连接节点的受力性能，进行了钢柱法兰连接节点的足尺模型静力和拟静力试验，分析了这类节点的承载力、失效模式以及在单向水平地震作用下的滞回性能。试验研究表明：试件在静力试验中表现出较强的承载能力，失效模式为短柱受压侧屈服；试件在拟静力试验中得到的滞回曲线比较饱满，试件延性较好，耗能性能优良，失效模式为短柱受压屈服。对这类钢柱法兰节点的受力性能进行了有限元数值模拟分析，数值模拟结果与试验结果吻合较好。通过比较节点刚接模型及栓接模型的有限元分析结果，从设计角度考虑，认为该类节点在实际工程应用中可视为等效刚性连接。
综合使用光线追踪法和点盒位置判断理论，提出了一种高效的钢板筒仓太阳辐射阴影区计算方法，并通过试验验证了该方法的计算精度。分析了钢板筒仓加盖和不加盖、满仓和空仓时太阳辐射非均匀温度场的时空分布规律，其中不加盖空仓时的太阳辐射非均匀温度场对结构最为不利。不加盖空仓时钢板筒仓结构正温差温度效应最大，与不考虑太阳辐射均匀温度作用工况相比，最大温度变形、最大温度应力、支座最大径向反力分别增加了135%、85%、85%，支座环向反力从0kN增加到132 kN，建议在工程设计中合理考虑太阳辐射非均匀温度效应。
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